0 引言

　　隨著傳統(tǒng)打印,、工業(yè)噴繪、生物醫(yī)學(xué)等行業(yè)的蓬勃發(fā)展,，剪切型壓電噴墨打印技術(shù)因其墨滴均勻性好,，可控性強(qiáng),、衛(wèi)星點(diǎn)少等優(yōu)點(diǎn)異軍突起，是當(dāng)今最具應(yīng)用潛力的噴墨打印技術(shù)[1],。剪切型壓電噴墨打印技術(shù)中壓電噴頭結(jié)構(gòu)及驅(qū)動(dòng)電源是其關(guān)鍵技術(shù),，噴頭驅(qū)動(dòng)電源輸出激勵(lì)脈沖的幅值、頻率特性影響噴頭噴出墨滴的大小,、速度及頻率[2],。因此，研制一種有效的剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源,，對(duì)于提高噴頭噴出墨滴的性能具有重要意義,。

　　針對(duì)剪切型壓電噴頭良好的發(fā)展前景，國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)噴頭結(jié)構(gòu)及壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電源進(jìn)行了探索研究,。Jürgen等[3-4]從剪切型壓電噴頭致動(dòng)壁的壓電特性出發(fā),，研究了噴頭結(jié)構(gòu)特征及制造流程。Herman等[5-6]為優(yōu)化噴頭結(jié)構(gòu),，以噴頭噴射墨水時(shí)的動(dòng)態(tài)過(guò)程為研究對(duì)象,，分析了通道內(nèi)電場(chǎng)、流場(chǎng),、聲場(chǎng)等相互耦合的數(shù)學(xué),、物理模型。Guangya Liu等[7]根據(jù)壓電陶瓷的材料特性,，研究了壓電陶瓷微位移驅(qū)動(dòng)電源,。但上述研究均為從噴頭結(jié)構(gòu)或壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電源一種角度進(jìn)行展開(kāi)，缺乏兩者的關(guān)聯(lián)耦合,。針對(duì)此問(wèn)題,，本文在分析致動(dòng)壁特性基礎(chǔ)上，結(jié)合剪切型壓電噴頭具體結(jié)構(gòu),，設(shè)計(jì)一種基于直流變換原理的開(kāi)關(guān)式剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源,，實(shí)現(xiàn)噴頭結(jié)構(gòu)與壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電源的關(guān)聯(lián)耦合。采用設(shè)計(jì)出的噴頭驅(qū)動(dòng)電源,，開(kāi)展了電源性能測(cè)試實(shí)驗(yàn),。

1 壓電噴頭驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)及特性分析

　　1.1 厚度剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)

　　厚度剪切型壓電噴頭是利用壓電陶瓷的逆壓電效應(yīng)，使致動(dòng)壁產(chǎn)生厚度剪切振動(dòng),，導(dǎo)致墨水腔有規(guī)律地增大-減小,，將墨水?dāng)D出噴孔的微機(jī)電裝置。通常壓電噴頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的目標(biāo)是實(shí)現(xiàn)噴頭正常工作時(shí)致動(dòng)壁振動(dòng)幅度大,，噴射墨水能力強(qiáng),。通過(guò)研究分析，致動(dòng)壁處于厚度剪切振動(dòng)模式時(shí),，僅有剪切變形,，模間無(wú)耦合,，能量損耗少，機(jī)電轉(zhuǎn)化效率高,，此時(shí)致動(dòng)壁相比其他振動(dòng)模式振動(dòng)幅度較大,，噴頭噴射墨水能力較強(qiáng)[8]。噴頭致動(dòng)壁是將電能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的元件,，其制造材料的機(jī)電耦合系數(shù)是選材的重要指標(biāo),，為實(shí)現(xiàn)較高的電能與機(jī)械能轉(zhuǎn)化效率，選擇機(jī)電耦合系數(shù)較大的軟系壓電陶瓷PZT-5H制造壓電噴頭致動(dòng)壁,。

　　根據(jù)剪切型壓電噴頭功能及上述分析,，以PZT-5H壓電陶瓷為基材，設(shè)計(jì)出如圖1所示的剪切型壓電噴頭致動(dòng)器結(jié)構(gòu),。壓電噴頭致動(dòng)器主要由壓電陶瓷底座、壓電陶瓷致動(dòng)壁,、非壓電陶瓷上蓋,、連接膜、焊盤,、帶有噴孔的噴孔板等構(gòu)成,。

圖1  剪切型壓電噴頭致動(dòng)器結(jié)構(gòu)

　　在圖1所示剪切型壓電噴頭致動(dòng)器結(jié)構(gòu)中選擇單通道I為研究對(duì)象，其致動(dòng)壁產(chǎn)生厚度剪切振動(dòng)時(shí)墨水腔容積變化過(guò)程如圖2所示,。當(dāng)兩側(cè)致動(dòng)壁均接0電位時(shí),，致動(dòng)壁處于靜止?fàn)顟B(tài)，墨水腔容積亦處于原始狀態(tài),，如圖2(a)所示,，當(dāng)左、右致動(dòng)壁同時(shí)分別施加正,、反向電場(chǎng)時(shí),，致動(dòng)壁向墨水腔外部運(yùn)動(dòng)，該過(guò)程導(dǎo)致墨水腔容積增大,，內(nèi)部產(chǎn)生負(fù)壓,，墨水從儲(chǔ)墨器及噴孔處流向墨水腔，如圖2(b)所示,。隨后,，將兩致動(dòng)壁上的電場(chǎng)同時(shí)反向，兩致動(dòng)壁向墨水腔內(nèi)部運(yùn)動(dòng),，該過(guò)程導(dǎo)致墨水腔容積減小,，內(nèi)部產(chǎn)生正壓，將墨水從噴孔中噴出,。如圖2(c)所示,。

(a)靜止態(tài)         (b)容積增大態(tài)     (c)容積減小態(tài)

圖2  單通道墨水腔容積變化過(guò)程

　　1.2 致動(dòng)壁位移及諧振基頻分析

　　為了分析剪切型壓電噴頭致動(dòng)壁的運(yùn)動(dòng)特性,，對(duì)圖1中致動(dòng)壁沿3方向極化，2方向施加電場(chǎng),，使其在無(wú)外部應(yīng)力作用下做厚度剪切振動(dòng),，由d型壓電方程[9]可得應(yīng)變s23=d15 E2，式中d15為壓電應(yīng)變系數(shù),，E2為電場(chǎng)強(qiáng)度,。應(yīng)變s23對(duì)應(yīng)的內(nèi)部應(yīng)力式中為短路彈性柔順系數(shù)。

　　為了確定電壓對(duì)壓電噴頭致動(dòng)壁厚度剪切振動(dòng)時(shí)位移的影響,，在圖1所示噴頭致動(dòng)器結(jié)構(gòu)模型的致動(dòng)壁上定義如下條件及變量：致動(dòng)壁上部涂覆銅電極,；致動(dòng)壁長(zhǎng)l、電極高h(yuǎn),、致動(dòng)壁厚w(w遠(yuǎn)小于h),，致動(dòng)壁沿z方向極化，y方向施加電場(chǎng),，逆z方向wl面固定,，順z方向wl面膠連支撐。設(shè)y方向撓度為f,，則f是x,、z、t的函數(shù),，可得致動(dòng)壁振動(dòng)的微分方程為：

　　式(1)中,，D為彎曲剛度，E0為楊氏模量,，為泊松比,，m為致動(dòng)壁位面積質(zhì)量。

　　因致動(dòng)壁長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于電極高度,，可近似認(rèn)為致動(dòng)壁y方向撓度f(wàn)不隨x的變化而變化,，即f(x，z,，t)=f(z,，t)。

　　在致動(dòng)壁電極上施加動(dòng)態(tài)電場(chǎng)時(shí),，其邊界條件為：

　　式(2)中U為驅(qū)動(dòng)電壓,，r為上蓋及連接膜等效為彈簧時(shí)的彈簧系數(shù)。將邊界條件代入式(1),，可得z=h時(shí),，致動(dòng)壁位移S：

　　式(3)中m=r(sinkh-sinwkh)+k3(coskh+coswkh)，n=k3(sinkh-sinwkh)-r(coskh-coswkh),，為常數(shù),，a2=DE為極化電場(chǎng)強(qiáng)度,。當(dāng)噴頭噴射40～80 pL墨滴時(shí)，對(duì)應(yīng)的致動(dòng)壁的位移位S為0.11～0.32 μm,。將表1所示的致動(dòng)壁尺寸,、參數(shù)代入式(4)，可得位移為0.11 μm時(shí),，近似電壓U1=20 V,；位移為0.32 μm時(shí)，近似電壓U2=60 V,。因此,，由式(4)可知，0.11～0.32 μm范圍內(nèi)的致動(dòng)壁位移隨驅(qū)動(dòng)電壓在20～60 V范圍內(nèi)近似線性增大,。

　　在致動(dòng)壁位移隨驅(qū)動(dòng)電壓近似線性增大范圍內(nèi),，施加在涂覆銅電極的致動(dòng)壁上的激勵(lì)脈沖頻率等于致動(dòng)壁的諧振基頻時(shí)，致動(dòng)壁厚度剪切振動(dòng)的幅度最大,。為得出致動(dòng)壁的諧振基頻,，采用瑞利能量法[10-11]對(duì)致動(dòng)壁諧振基頻進(jìn)行近似求解。

　　根據(jù)圖1所示剪切型壓電噴頭致動(dòng)器結(jié)構(gòu)模型,，設(shè)致動(dòng)壁厚度剪切振動(dòng)時(shí)，任一時(shí)刻撓度為：

　　式(4)中q為載荷,，為角頻率,，c為初始相位，v0為致動(dòng)壁本征函數(shù),。根據(jù)致動(dòng)壁結(jié)構(gòu)特征,，設(shè)：

　　由式(5)得撓度為：

　　則基于式(6)，致動(dòng)壁勢(shì)能：

　　致動(dòng)壁動(dòng)能：

　　式(8)中g(shù)為重力加速度,。

　　根據(jù)動(dòng)能與勢(shì)能關(guān)系Umax=Tmax,，解得致動(dòng)壁諧振基頻：

　　式(9)中代入所設(shè)計(jì)致動(dòng)壁的尺寸、參數(shù),，得到致動(dòng)壁諧振基頻為15 kHz,。

　　通過(guò)對(duì)壓電噴頭致動(dòng)壁位移及諧振基頻的理論分析，得出PZT-5H制造的致動(dòng)壁,，0.11～0.32 μm范圍內(nèi)的致動(dòng)壁位移隨驅(qū)動(dòng)電壓在20～60 V范圍內(nèi)近似線性增大,；諧振基頻約為15 kHz。

2 剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源設(shè)計(jì)

　　2.1 致動(dòng)壁驅(qū)動(dòng)波形設(shè)計(jì)

　　壓電噴頭致動(dòng)器通道由平行排列的致動(dòng)壁陣列構(gòu)成,，相鄰?fù)ǖ拦蚕硗恢聞?dòng)壁,，驅(qū)動(dòng)電源激勵(lì)脈沖施加于通道焊盤上時(shí)，等效為電容的致動(dòng)壁其驅(qū)動(dòng)電壓為兩側(cè)通道電壓之差,。分析致動(dòng)壁先向外運(yùn)動(dòng)再向內(nèi)運(yùn)動(dòng)的工作特性,，相鄰?fù)ǖ兰?lì)脈沖須滿足圖3所示時(shí)序關(guān)系,。在tdraw階段，致動(dòng)壁向外運(yùn)動(dòng),，墨水腔容積增大,，墨水從儲(chǔ)墨器和噴孔處流向噴墨通道中部。treinforce階段,，致動(dòng)壁向內(nèi)運(yùn)動(dòng),，墨水腔容積減小，墨水從噴墨通道噴孔中被擠出,。tsetting為墨滴噴射完成后變量的設(shè)置時(shí)間,。一次完整噴射的周期T由tdraw、treinforce,、tsetting之和構(gòu)成,。

圖3  單通道激勵(lì)脈沖時(shí)序圖

　　通常圖1所示剪切型壓電噴頭致動(dòng)器某一通道噴射墨水時(shí)，相鄰?fù)ǖ酪蛑聞?dòng)壁干擾無(wú)法同時(shí)噴射,。為解決基于共享致動(dòng)壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的噴頭相鄰?fù)ǖ罒o(wú)法同時(shí)噴射問(wèn)題,，提出將通道分成三組，采用循環(huán)交替工作的方法,，編號(hào)為1+3n的通道為A組,，編號(hào)為2+3n的噴道為B組，編號(hào)為3+3n的通道為C組,。某一組通道擬噴射墨滴時(shí),，該組通道施加圖3中b通道上的激勵(lì)脈沖，相鄰兩通道分別施加a通道,，c通道上的激勵(lì)脈沖,。

　　2.2 驅(qū)動(dòng)電源設(shè)計(jì)

　　針對(duì)剪切型壓電噴頭功能、致動(dòng)器結(jié)構(gòu)特征,、致動(dòng)壁位移在20～60 V范圍內(nèi)隨驅(qū)動(dòng)電壓近似線性增大關(guān)系,、致動(dòng)壁15 kHz諧振基頻、噴墨通道“三循環(huán)”驅(qū)動(dòng)方式時(shí)序,，設(shè)計(jì)了一種基于直流變換原理的開(kāi)關(guān)式驅(qū)動(dòng)電源,。該電源實(shí)現(xiàn)32路通道的分組噴射，其最大輸出電壓范圍±60 V,，正負(fù)脈寬和設(shè)置時(shí)間在15～200 μs內(nèi)在線可調(diào),。剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源總體框圖如圖4所示，壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源由主控模塊,、多路信號(hào)發(fā)生器模塊,、功率放大模塊、上位機(jī)模塊等構(gòu)成。

圖4  剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源總體框圖

　　主控模塊采用C8051F020單片機(jī)作為核心控制器,，其將上位機(jī)通過(guò)串口通訊模塊發(fā)送至下位機(jī)的含有噴墨通道信息,、激勵(lì)脈沖正負(fù)脈寬與設(shè)置時(shí)間信息的協(xié)議字段進(jìn)行解析，將解析結(jié)果以控制信號(hào)和打印數(shù)據(jù)的形式傳送至多路信號(hào)發(fā)生器,。多路信號(hào)發(fā)生器采用FPGA設(shè)計(jì)定制,，其實(shí)現(xiàn)功率放大之前控制信號(hào)和打印數(shù)據(jù)的32路擴(kuò)展?？紤]到未來(lái)噴墨通道數(shù)量的可擴(kuò)展性及信號(hào)發(fā)生器路數(shù)的可定制性,，選用Altera公司高性價(jià)比EP4CE10E22C8N芯片實(shí)現(xiàn)多路信號(hào)發(fā)生器。

　　功率放大模塊實(shí)現(xiàn)信號(hào)發(fā)生器生成信號(hào)的功率放大,，當(dāng)放大后的激勵(lì)脈沖施加到噴墨通道焊盤上時(shí),，致動(dòng)壁產(chǎn)生厚度剪切振動(dòng)，導(dǎo)致墨水腔有規(guī)律地增大-減小,，將墨水?dāng)D出噴孔,。功率放大模塊采用MOS管構(gòu)建的全橋輸出放大電路，相鄰兩通道放大電路如圖5所示,，功率放大電路由光電隔離,、MOS管驅(qū)動(dòng)、邊沿調(diào)整,、功率放大四部分組成[12],。

圖 5  功率放大電路

　　光電隔離模塊輸入信號(hào)為32路信號(hào)發(fā)生器輸出信號(hào)，其由光耦H1,、H2和電阻R1,、R2、R10,、R11構(gòu)成。該模塊實(shí)現(xiàn)高壓電路和低壓電路的電氣隔離,，有效抑制電磁干擾,。光電隔離模塊輸出信號(hào)幅值較低，難以驅(qū)動(dòng)功率放大模塊的MOS管,，為此,，設(shè)計(jì)了MOS管驅(qū)動(dòng)模塊對(duì)光電隔離模塊輸出信號(hào)進(jìn)行放大。MOS管驅(qū)動(dòng)模塊由NPN型三極管Q1,、Q2和電阻R3,、R4、R12,、R13構(gòu)成,。為實(shí)現(xiàn)MOS管輸出脈沖上升沿、下降沿陡直程度可調(diào)，設(shè)計(jì)了由電阻R5,、R7,、R8、R14,、R16,、R17構(gòu)成的邊沿調(diào)整模塊。功率放大模塊由MOS管T1～T6,，電阻R6,、R9、R15,、R18和電容C1,、C2，二極管D1～D4構(gòu)成,，其實(shí)現(xiàn)脈沖的功率放大,。為提高M(jìn)OS管T2、T5的柵極電壓,，保證T2,、T5正常導(dǎo)通，設(shè)計(jì)了由電容C1,、C2,，二極管D1、D3,，電阻R6,、R15構(gòu)成的升壓自舉電路。為保護(hù)高壓電源,，設(shè)計(jì)了電阻R9,、R18充當(dāng)限流電阻。為使MOS管T2和T3,、T5和T6分別工作在推挽狀態(tài)下交替導(dǎo)通,，設(shè)計(jì)了將功率放大電路輸入信號(hào)反向的MOS管T1、T2,。為降低激勵(lì)脈沖由高變低時(shí),，殘留在致動(dòng)壁上的電荷對(duì)電路響應(yīng)速度的影響，設(shè)計(jì)了T3和D4,、T6和D2構(gòu)成的正反放電回路,。

　　電路中輸入信號(hào)U1、U2滿足圖3所示時(shí)序關(guān)系時(shí),，剪切型壓電噴頭致動(dòng)壁充放電過(guò)程如下：U1上升沿到來(lái)且U2為低電平,，MOS管T2,、T6導(dǎo)通，T3,、T5關(guān)斷,，20～60 V可調(diào)直流電源經(jīng)T2、T6對(duì)致動(dòng)壁正向充電,，致動(dòng)壁向外運(yùn)動(dòng),；U1下降沿到來(lái)且U2為低電平，MOS管T3,、T6導(dǎo)通,，T2、T5關(guān)斷,，致動(dòng)壁經(jīng)T3和D4組成的回路正向放電,，致動(dòng)壁向內(nèi)運(yùn)動(dòng)。U1為低電平且U2上升沿到來(lái),，MOS管T5,、T3導(dǎo)通，T6,、T2關(guān)斷,，20～60 V可調(diào)直流電源經(jīng)T5、T3對(duì)致動(dòng)壁反向充電,，致動(dòng)壁繼續(xù)向內(nèi)運(yùn)動(dòng),。U1為低電平且U2下降沿到來(lái)，MOS管T6,、T3導(dǎo)通,，T5、T2關(guān)斷,，壓電致動(dòng)壁經(jīng)T6和D2組成的回路反向放電,，致動(dòng)壁向外運(yùn)動(dòng)，并逐漸恢復(fù)到初始狀態(tài),。

3 壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源測(cè)試實(shí)驗(yàn)

　　為了檢驗(yàn)基于直流變換原理設(shè)計(jì)的剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源的實(shí)際性能,，在噴頭驅(qū)動(dòng)電源實(shí)驗(yàn)裝置上開(kāi)展帶負(fù)載的測(cè)試實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)裝置如圖6所示,，主要由噴頭驅(qū)動(dòng)電源主控模塊,、多路信號(hào)發(fā)生器模塊,、功率放大模塊,、可調(diào)直流電源、示波器等組成,。

圖 6  壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源裝置

　　3.1 驅(qū)動(dòng)電源脈沖幅值

　　為了檢驗(yàn)噴頭驅(qū)動(dòng)電源輸出脈沖幅值的有效性,，開(kāi)展了脈沖頻率固定時(shí)、不同幅值波形的測(cè)試實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)中脈沖頻率,、幅值輸入值分別為：15 kHz,、±20 V、±40 V,、±60 V,。測(cè)試所用致動(dòng)壁容值約為470 pF。圖7為實(shí)際測(cè)試波形,，在電源帶負(fù)載狀態(tài)下,，頻率為15 kHz時(shí)，幅值為±20 V,、±40 V,、±60 V的脈沖，其實(shí)際幅值與理論幅值吻合度較好,，無(wú)嚴(yán)重突變,；不同幅值下正脈寬、負(fù)脈寬,、設(shè)置時(shí)間一致性良好,，但存在上升沿、下降沿略有傾斜,，通過(guò)分析,，帶負(fù)載狀態(tài)下驅(qū)動(dòng)電源電路的輸出電阻與致動(dòng)壁構(gòu)成的回路導(dǎo)致了上升沿和下降沿略微傾斜。因此,，驅(qū)動(dòng)電源在15 kHz頻率下,，20～60 V范圍內(nèi)驅(qū)動(dòng)負(fù)載時(shí)，輸出脈沖幅值無(wú)嚴(yán)重失真,，有效性良好,。

(a)脈沖幅值±20 V波形

(b)脈沖幅值±40 V波形

(c)脈沖幅值±60 V波形

圖7  電源測(cè)試波形

　　3.2 驅(qū)動(dòng)電源脈沖頻率

　　為了檢驗(yàn)噴頭驅(qū)動(dòng)電源輸出脈沖頻率的穩(wěn)定性，開(kāi)展了輸出脈沖幅值固定,、頻率不同時(shí),，實(shí)際脈沖頻率對(duì)應(yīng)周期的正脈寬、負(fù)脈寬,、設(shè)置時(shí)間與輸入?yún)?shù)的誤差的測(cè)試實(shí)驗(yàn),。實(shí)驗(yàn)中脈沖幅值、頻率輸入值分別為：

　　±30 V,、3 kHz,、6 kHz、9 kHz,、

　　12 kHz,、15 kHz,。測(cè)試所用致動(dòng)壁容值約為470 pF。實(shí)驗(yàn)中構(gòu)成周期的正脈寬,、負(fù)脈寬,、設(shè)置時(shí)間長(zhǎng)度通過(guò)上位機(jī)設(shè)置。頻率設(shè)置的具體參數(shù)如表2所示,。

　　實(shí)測(cè)波形與輸入?yún)?shù)誤差統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖8所示,。在圖8中，隨著脈沖頻率在3 kHz～15 kHz逐漸增大,，頻率對(duì)應(yīng)周期的正脈寬,、負(fù)脈寬、設(shè)置時(shí)間與輸入?yún)?shù)的誤差逐漸增大,，但增大幅度較小,，在15 kHz時(shí)誤差值僅為3%。因此,，驅(qū)動(dòng)電源在輸出脈沖幅值±30 V下,，頻率為3 kHz～15 kHz時(shí)，驅(qū)動(dòng)電源頻率穩(wěn)定性良好,。

4 結(jié)論

　　針對(duì)剪切型壓電噴頭致動(dòng)器結(jié)構(gòu)特性,，分析了0.11～0.32 μm范圍內(nèi)的致動(dòng)壁位移隨驅(qū)動(dòng)電壓在20～60 V范圍內(nèi)近似線性增大的關(guān)系，推導(dǎo)出致動(dòng)壁15 kHz的諧振基頻數(shù)值,，結(jié)合噴墨通道“三循環(huán)”驅(qū)動(dòng)方式時(shí)序,，設(shè)計(jì)并實(shí)現(xiàn)了一種基于直流變換原理的開(kāi)關(guān)式驅(qū)動(dòng)電源。經(jīng)過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試,，在15 kHz頻率下,， 20～60 V范圍內(nèi)驅(qū)動(dòng)負(fù)載時(shí)，輸出脈沖幅值與理論幅值吻合度較好,；在幅值±30 V下,， 3 kHz～15 kHz范圍內(nèi)，頻率對(duì)應(yīng)周期的正脈寬,、負(fù)脈寬,、設(shè)置時(shí)間與輸入?yún)?shù)的誤差最大值為3%，驅(qū)動(dòng)電源頻率穩(wěn)定性良好,。因此,，本文設(shè)計(jì)的剪切型壓電噴頭驅(qū)動(dòng)電源具有較高的可行性。

　　參考文獻(xiàn)

　　[1] PARK E S.Application of inkjet-printing technology to micro-electro-mechanical system[D].University of California,，Berkeley.2013.

　　[2] DALY R,，Harrington Tomás S，MARTIN G D,，et al.Inkjet printing for pharmaceutics-A review of research and manufacturing[J].International Journal of Pharmaceutics.2015(494)：554-567.

　　[3] WIJSHOFF H.The dynamic of the piezo inkjet printhead operation[J].Physics Reports,，2010，491(4)：77-177.

　　[4] TAKEUCHI Y,，TAKEUCHI H,，KOMATSU K，et al.Improvement of drive energy efficiency in a shear mode piezo inkjet head[EB/OL].[2015-03-15].www.konicaminolta.com.

　　[5] Brünahl J,，Grishin A M.Piezoelectric shear mode drop-on-demand inkjet actuators[J].Sensor and Acturator A Physical,，2002，101(3)：371-382.

　　[6] 徐立寧,，崔大付,，范兆巖．壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電源研制及其在打印機(jī)中的應(yīng)用[J]．壓電與聲光，2006,，28(1)：30-32.

　　[7] Liu Guangya,，Xu Guangyu.Design and research of piezoelectric ceramics drive power[J].Sensor & Transducer，2014,，163(1)：24-32.

　　[8] Xu Limei,，Zhang Ying，F(xiàn)an Hui,，et al.Theoretical analysis of a geramic plate thickness-shear mode piezoelectric transformer[J].IEEE Transactions on Ultrasonics,，F(xiàn)erroelectrics，and Frequency Control.2009,，56(3)：613-621.

　　[9] 張鐵明,，徐志林，曹飛,，等.宏觀壓電驅(qū)動(dòng)器的電源設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)[J].壓電與聲光,，2015，37(1)：167-171.

　　[10] 魯琳琳,，賈豫東,，張曉東.壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路RC網(wǎng)絡(luò)補(bǔ)償技術(shù)研究[J].電子技術(shù)應(yīng)用，2015,，41(10)：52-54.

　　[11] KHALATE A A,，BONBOIS X，SCORLETTI G,，et al.A waveform design method for piezo inkjet printhead based on robust feedforward control[J].Journal of Microelectromechanical System,，2012，21(6)：1365-1374.

　　[12] Xaar Ltd.Multiplexer circuit：UK,，US5028812[P].1991-07-02.